温压炸药的特性及发展现状

胡宏伟 宋 浦 邓国强 肖 川

1 西安近代化学研究所, 西安 710065

2 军事科学院国防工程研究院, 北京 100036

3 中国兵器科学研究院, 北京 100089

1 引 言

传统战斗部主要通过爆炸冲击波、金属破片和射流等毁伤元素杀伤目标, 对隐蔽在地道、洞穴、坚固建筑物等复杂空间结构内部人员, 设备的杀伤效果并不理想. 为了克服这项短板, 俄罗斯、美国等军事强国相继研发了温压炸药和温压弹 (Wildegger-Gaissmaier 2003, McFadden 2003, 郭美芳2003). 温压弹作为一种高效能武器, 从20 世纪80 年代的阿富汗战争到2019 年的叙利亚战争, 均发挥了巨大作用, 取得了良好的作战效果.

温压武器是指装填温压炸药的武器装备, 通常被划分入体积爆轰武器类别 (李林2005,Trzciński et al. 2015) . 温压炸药是从其杀伤元素 (热、压力) 来命名的, “thermobaric”是一个合成词语, 来自于希腊语“therme”和“baros”, 两个单词的意思分别为“热”和“压力”, 意味着温压炸药主要利用高强度热和压力毁伤目标 (Trzciński et al. 2015, Lemi TÜRKER 2016) . 温压炸药基于燃烧和爆炸两种释能方式产生高强度的热和长时间的压力, 爆炸形成的高温火球和爆炸波可以沿廊道传播并绕过角落进入到破片不能到达的地方, 在结构复杂的地下坑道和设施中具有独特的杀伤机制和优势, 是传统弹药(以破片或金属射流作为主要杀伤手段)难以比拟的.

俄罗斯是第一个开发温压武器的国家, 在阿富汗、车臣战争和克里米亚和2019 年的叙利亚战争中均大量使用了该类武器. 1984 年装备的RPO-A Schmel 步兵用火箭弹, 被公认为是世界上第一款温压武器, 阿富汗战争中, 对洞穴和隧道系统中目标造成了严重破坏 (Schaefer & Nicolich 2015) . 但直到2003 年3 月5 日, 美军轰炸阿富汗东部的加德兹山脉之后, CNN 对全球进行了播报, “温压武器” 、 “温压弹”和“温压炸药”才被全世界广泛知道, 这种新型武器在世界范围内受到了极大关注. 2019 年的叙利亚战争中, 俄罗斯在叙利亚的哈马省和伊德利卜投掷了五枚制ODAB-500PM 型温压弹 (图1) , 直接造成上千名的恐怖分子及多名美军军事顾问丧生(图2) . 俄罗斯还为每个团级作战部队都配置了日炙 (TOS-1/TOS-2) 温压火箭弹.

图 1 (a)俄制ODAB-500PM 型温压弹,(b)俄军使用温压弹打击叙利亚恐怖分子(2019 年叙利亚战争)

图 2 温压炸药有限空间内部爆炸的三个阶段(Arnold &Rottenkolber 2007,2008)

但国内对于温压炸药的概念与内涵、爆炸机理、杀伤机制仍缺乏系统、深入的研究, 本文总结与分析了国内外温压炸药的研究进展, 以期更深入理解温压炸药的爆炸物理本质, 为高威力温压炸药的设计、温压弹的研制及毁伤效应评估提供指导.

2 温压爆炸的基本原理

温压炸药一般由高爆炸药、高热值金属粉和粘结剂/钝化剂/增塑剂等组分组成, 温压爆炸的原理与粉尘和气体爆炸类似. 其中高爆炸药和燃料是预先混合好的, 燃料扩散是通过爆轰实现的 (铝粉等燃料在爆轰反应区内很少或基本不反应) , 燃料、未反应完全的爆轰产物和空气混合发生爆燃和燃烧反应. 温压炸药的爆炸过程一般分为三个阶段.

(1) 爆轰反应: 爆轰波在装药中的传播过程, 持续时间为微秒或少于微秒, 燃料粒子向周围抛洒, 但几乎未反应;

(2) 厌氧燃烧反应: 绝热膨胀过程, 燃料粒子 (Al 粉等) 与其他爆轰产物 (NO、CO、H2O 等)反应, 空气未参与反应, 持续时间为数百微秒;

(3) 后燃烧反应: 燃料粒子 (Al 粉等) 与空气中的氧混合燃烧, 燃料和未氧化完全的爆轰产物与空气中的氧进一步燃烧反应, 持续时间为毫秒到秒.

温压炸药有限空间内部爆炸的三个阶段如图2 所示.

图 3 HE,TBX 和EBX 的爆炸波压力历程(Trzciński et al.2015)

温压炸药的一个重要特征是具有爆炸增强效应, 其主要控制因素如下: (1)应用环境为受限空间, 开放环境中, 燃料粒子和爆轰产物的快速扩散降低了反应效率, 后燃烧反应产生的热量不能做有效机械功; (2)大部分燃料粒子 (Al, Mg, B, Ti 和Zr 等) 在爆轰过程中未反应, 为后燃烧反应提供大量高热值燃料; (3)具有合适的点火刺激源并有足够的氧用于维持燃烧反应的持续性;(4)燃料粒子与空气的混合程度决定了燃料的反应释能效率. 与粉尘爆炸的必要条件相比, 温压炸药多了控制因素.

可见, 温压爆炸是点爆轰和云雾爆轰的结合体, 爆炸初期 (爆轰反应和厌氧燃烧反应) 为凝聚态炸药的点爆轰, 后燃烧反应则与云雾爆轰类似, 燃料与空气混合反应释放能量.

3 温压炸药的概念和内涵

理解温压炸药的本质是设计和使用温压炸药的基础, 目前国内外关于温压炸药的概念和范畴还不明确. Mohamed 等 (2016) 认为温压炸药的组成、作用过程和爆炸功效都明显区别于一般的含铝炸药. 杨志剑等 (2017) 指出“一般含铝炸药的铝含量不超过20%, 这是因为其中的铝主要与炸药爆炸的气体产物反应, 需要与炸药之间保持一定的氧平衡. 而温压炸药中的铝含量通常更高, 铝主要与周围空气中的氧气反应, 有高温产物进行二次点火, 温度效果更高”. 其实, 无论基于铝含量还是后燃烧反应来区分温压炸药与含铝炸药, 界面都是模糊不清的, 因为武器装备中使用的温压炸药都含有铝粉等金属燃料, 具有温压效应, 例如, 美军的BLU-121/B 温压侵彻弹(Jane’s Air-Launched Weapons, 26-May-2020)和炸弹之母 (MOAB) (Barbara 2003)装填均是Tritonal 炸药, 该炸药由80% TNT 和20%铝粉组成. 但为了获得较大的温压效应, 温压炸药的铝含量一般在20% ~ 30%范围. 因此, 精细化控制爆炸能量输出结构, 获得较优的温压效应是设计温压炸药的关键 (王晓峰 2016) .

欧洲导弹系统公司德国战斗部子公司(MBDA-TDW)的Arnold 和 Rottenkolber (2007)在“温压装药: 模型和测试”一文中指出: “温压炸药是一种富燃料炸药 (或负氧炸药) , 它的爆轰产物中含有大量未完全氧化的爆轰产物和未反应燃料颗粒, 炸药爆轰后, 这些未完全氧化的爆轰产物和未反应燃料颗粒与空气中的氧发生燃烧反应, 可获得附加能量, 这种爆轰后的反应释能现象称为温压效应. 下面以近似零氧平衡的泰安 (PETN) 、严重负氧平衡的梯恩梯 (TNT) 和含铝炸药(Tritonal) 为例对温压效应进行说明.

(1) 近零氧平衡的炸药 (PETN)

燃料和氧化剂的化学计量比可以使爆轰产物完全氧化, 无需额外的氧化剂, 炸药本身承载了所有可利用能量.

例如季戊四醇四硝酸酯 (PETN) :

爆轰反应

燃烧反应

由上式可知, PETN 爆轰反应后, 仅有2 mol 燃料 (CO) 具有与空气中氧反应的潜力, 后燃烧热1.79 kJ/g, 仅为PETN 爆热的30.9% (PETN 的爆热为5.80 kJ/g) , 温压效应较小.

(2) 严重负氧平衡的炸药 (TNT)

严重负氧平衡, 爆轰产物中含有许多未氧化的物质, 可与空气中氧进行反应.

爆轰反应

燃烧反应

TNT 爆轰反应后, 2mol CO, 0.5mol H2和4mol C 可与空气中的氧反应释放能量, 若2 mol CO, 0.5 mol H2和4 mol C 完全反应, 燃烧热为10.05 kJ/g, 但实际上TNT 爆轰后存在较多的黑烟, 说明爆轰产物中大量C 并未完全燃烧反应. Arnold 和 Rottenkolber (2007) 计算得到TNT 爆轰后的后燃烧热为8.1 kJ/g, 为TNT 爆热 (4.52kJ/g) 的179.2%, 温压效应较大.

(3) 含铝炸药 (Tritonal)

该炸药由80%的TNT 和20%的铝粉组成, 计算得到1.0 kg 混合炸药的化学分子式为C24.67H17.62O21.15N21.15Al7.41, 按爆轰产物为CO2计算, 其氧平衡为-0.77, 采用B-W 方法确定反应方程式.

爆轰反应 (假设铝粉不参与爆轰反应)

燃烧反应

Tritonal 炸药爆轰后, 12.34 mol CO, 12.33 mol C 和7.41 mol Al 可与空气中的氧反应释放14442 kJ 能量, 每单位质量炸药燃烧释放的能量为14.44 kJ/g, 为Tritonal 爆热 (7.41 kJ/g) 的194.9%, 接近2 倍, 温压效应非常大.准值, 才可称为温压炸药. Gerber 等(2010)提出将后燃烧能与爆轰能的比值ΔHAB/ΔHD≥2作为温压炸药的设计标准, 这里建议将ΔHAB/ΔHD≥2作为判定温压效应的基准.

依据上述分析, 可明确温压效应为: 炸药爆轰后, 爆轰产物、燃料与空气中氧发生快速燃烧反应释放能量的现象. 因此, 可基于温压效应来区分温压炸药和非温压炸药, 然而富燃料 (或负氧平衡) 的炸药均具有温压效应, 需设定一个量化的标准, 即温压效应 (或后燃烧能量) 高于某个标

4 温压炸药的特征

4.1 温压炸药的种类及释能特点

国内外对温压炸药还没有统一的分类方法, 主要的分类依据有炸药组成、能量释放特点和起爆方式等. 目前, 国内外温压炸药主要包括TBX 和EBX, 其主要特征如下.

(1) 温压炸药 (Thermobaric explosioves, TBX)

包括液固和全固两类, 液固型主要由硝基甲烷(NM)、硝酸异丙酯(IPN)和Mg 粉组成, 开发和使用者主要是俄罗斯, IPN 的闪电点火温度22 ℃, 很容易气化和点火, 其燃烧产生的炙热气体能够支持金属的燃烧, 可能达到100%的燃烧效率, 但在安全性、储存等方面存在问题. 固态温压炸药, 一般由高爆炸药 (RDX, HMX 等) 、金属燃料 (B, Al, Si, Ti 和Zr 等) 和端羟粘结剂等组成,其优势是安全性好, 劣势是金属燃料不完全燃烧. 因此, 燃料组分一般不超过35%, 大多数保持在20% ~ 30%范围.

TBX 主要是为了增加爆炸的温度和压力, 这类炸药具有爆轰-爆燃-后燃烧三阶段释能结构,起爆方式为一次起爆. 燃烧反应主要由燃料和空气中氧气反应主导, 增强后燃烧能量.

(2) 增强爆炸炸药 (enhanced blast explosives, EBX)

EBX 的组分与固态TBX 类似, 但EBX 主要是增加冲击波 (可达秒级) , 两类炸药可以依据后燃烧能量和反应尺度进行划分. EBX 这类材料, 主要进行厌氧燃烧反应 (空气中氧并没有参与) , 即爆轰波掠过后, 大多数燃料与爆轰产物反应 (数百微妙) , 用于增强冲击波. 这类炸药具有爆轰-爆燃二阶段释能结构, 起爆方式为一次起爆.

除了上述两类温压炸药, 科学家们还试图利用装药结构来提升温压效应, Trzcin´ski 和 Barcz(2012, 2014) 开发了一种冲击分散装药 (shock dispersed charge, SFE) , 这类装药兼具燃料空气炸药和温压炸药的特点. 装药结构与燃料空气炸药类似, 由中心药柱 (称为芯, 通常为高爆炸药) 和外部燃料组成, 高爆炸药与燃料是分开的, 外层燃料是固态的; 爆炸反应与温压炸药类似, 爆炸反应包含两个行为阶段: (1) 中心高能炸药发生爆轰反应驱动燃料分散; (2) 外层燃料与周围空气混合, 消耗空气中的氧进行有氧反应.

高爆炸药、温压炸药和爆破增强炸药的冲击波压力-时间历程对比如图3 所示.

表1 为不同类型温压炸药/装药的反应特征及应用环境对比.

表 1 不同类型温压炸药/装药的反应特征及应用环境对比

4.2 温压炸药的能量构成

温压炸药爆炸释放的能量由爆轰能量 (或爆热) 和燃烧能量构成, 爆轰能量是爆轰机械能和热能之和. 但只有机械能是爆炸波的驱动源, 热能对爆炸波没有贡献(Arnold & Rottenkolber 2007). 燃烧能是燃烧机械能和热能之和.P-V图中爆轰和燃烧的热动力学路径如图4 和图5所示.

图 4 爆轰过程的热力学路径(P-V 图)(1 atm = 101.325 kPa)(Arnold &Rottenkolber 2007)

图 5 燃烧过程的热力学路径(P-V 图)(Arnold &Rottenkolber 2007)

图 6 空中和有限空间内爆炸的压力−时间波形图.(a)自由空气中(胡宏伟和宋浦 2013),(b)结构内部爆炸(Richard et al.2006)

Arnold 和 Rottenkolber (2007) 计算得到的TNT 爆轰能和空气中的燃烧热见表2 和表3.

由表2 和表3 可知, 爆轰能量绝大多数用来做机械功, 值得注意的是燃烧后有大量的剩余热能 (8.1 kJ/g) , 这些热能不能用于做机械功 (毁伤) , 但在受限空间内可加热爆炸后的气体介质增大准静态压力.

表 2 TNT 爆轰能的计算值

表 3 空气中燃烧热的计算值

温压炸药 (负氧平衡或富燃料炸药) 的总能量计算公式 (Donahue et al. 2004, Richard et al.2006) 为

式中,Etot为炸药的总能量, kJ;Ed为爆轰能或初始冲击波能, kJ;Eab为后燃烧能, kJ;t为时间, s.

自由空间和有限空间内爆炸的压力-时间波如图6 所示.

Kim 等 (2004)测量了三种PBX 炸药在隧道内爆炸的准静态压力, 用于评估炸药的内爆炸性能, 并比较了空气中爆炸威力和结构内部爆炸威力的差异, 结果见表4.

由表4 可知, DXD-10 的空中爆炸性能最好, 内爆炸性能最差; DXD-18 的内爆炸性能最好,空中爆炸性能较差, 能量构成的差异导致自由空气中爆炸性能好的炸药在内爆环境下爆炸性能截然不同.

表 4 典型炸药在自由空气中和密闭空间内爆炸威力

4.3 温压炸药的爆炸反应机制

与理想炸药和燃料空气炸药不同, 温压炸药具有爆轰、厌氧燃烧、后燃烧三阶段的爆炸能量释放结构, 并不需要爆炸物全部转换成爆轰. 同时, 约束环境也是温压炸药爆炸过程中高效释能的重要影响因素. 温压炸药爆炸反应的独特性在于:

(1) 点火时机的完美控制. 掌控爆炸混合物的点火时间, 如果固态燃料过早点火, 导致完全爆轰并不能满足增强爆炸的需求. 同时爆炸过程燃料必须以合适的速度分散, 既不能太快也不能太慢. 如果这个过程太快, 燃料分散太广, 产生的热密度太小则不能引发随后的燃料颗粒氧化, 燃烧过程可能中断; 若分散速度太慢, 则可能产生爆轰, 或燃料与空气混合程度较低, 导致反应不完全.

(2) 宽尺度的能量释放时间. 温压炸药三阶段能量释放结构的本质是反应速率和反应尺度的控制, 需要考虑燃料的分散与混合、粒度的大小和形状、粒度级配等因素的耦合匹配, 才能实现爆炸能量的可控、有效释放.

温压炸药在密闭空间内部爆轰后, 低载荷密度的燃料与空气混合后, 氧化剂 (即空气中的氧)是充足的, 爆炸后的温度通常在2500 ~ 4000 K 范围, 能维持较长的高温时间, 使爆炸产物、燃料和空气形成可持续反应的高温环境. 含铝炸药的爆热明显低于理论预估值, 说明燃料粒子并未完全燃烧. Trzcinski 和 Cudzilo (2008)实验发现200 g RDX 基含铝炸药在0.15 m3爆炸罐内部爆炸产生的准静态压力远远低于理论计算值, 但填充空气时爆炸罐内的准静态压力却高于填充氮气和氩气的准静态压力, 证明了爆炸罐内空气中的氧与RDX 的分解产物和铝粒子发生了氧化反应, 爆轰产物分析得到, 空气环境中爆炸产物全部为Al2O3, 说明爆轰产物在膨胀和后燃烧反应中完全氧化. 而开放空间中, 爆轰产物的快速膨胀导致其快速冷却, 爆轰产物与空气混合后, 气体温度迅速下降导致铝粉等燃料不完全燃烧. 模拟计算和爆炸塔实验表明, 有限空间内部的后燃烧反应仅由空气、燃料和未氧化完全爆轰产物的混合程度决定, 并不是由颗粒的燃烧控制 (Arnold &Rottenkolber 2008) . 对于半开放空间, 可以认为燃料粒子与空气、氧化剂混合之前墙壁已破开,爆炸反应效率取决于空气中氧的利用程度. 因为, 结构内温度和压力较外部高, 外部空气被卷入的可能性较小, 同时燃料、空气的反应尺度在毫秒到秒量级, 外部空气进入结构内部需要较长时间 (泄压完毕) , 未反应完全燃料可能已经冷却, 达不到点火温度.

量化厌氧和有氧阶段铝粉的反应效率和反应尺度是温压炸药反应控制的基础. Peuker 等(2013) 发现铝的早期反应行为增强了初始爆炸波, 反应过程中有氧反应和厌氧反应约各占二分之一, 对于3 ~ 40 μm 的铝粒子, 粒子尺寸的影响是可以忽略的. 实验得到的准静态压力数据表明20% O2环境中, 铝粉全部氧化, N2环境中, 铝的氧化量仅为理论值的一半, 表明厌氧环境中铝与氮气同样可以反应释能. Nicolich 等 (2012) 爆轰产物膨胀到2 倍体积时铝粉大量的参加反应, 爆轰产物膨胀到7 倍体积时铝粉完全反应. 曹威等 (2012, 2014) 通过在双层试验装置充填不同压力的空气或氧气分析了后燃烧反应的能量输出, TNT 炸药的后燃烧反应能量随着氧含量的增加而增大, 在实验研究范围内后燃烧反应能量最大值为4.90 kJ/g.

燃料粒子粒度的大小、形状和分布后燃烧反应高效释能的关键. Lin 等 (2010) 实验得出, 粒子尺寸35 nm, 75 nm 和100 nm 的铝粉, 最大爆炸压力和压力上升速率主要依靠粉尘浓度, 粉尘浓度小于1000 g/m3, 随着粉尘浓度的增大, 最大爆炸压力逐渐增大, 然而, 当粉尘浓度增大到1250 g/m3, 最大爆炸压力开始下降, 最大爆炸压力的上升速度随粉尘浓度增大的趋势一致. 得到主要结论如下: (1) 粉尘浓度相同时, 纳米铝粉的最大爆炸压力比普通铝粉高约0.2 MPa, 纳米铝粉的最大压力上升速率比普通铝粉高2.0 ~ 6.5 倍; (2) 粒子尺寸35 nm, 75 nm 和100 nm 的纳米铝粉的爆炸浓度下线分别为5, 10 和10 g/m3, 远低于普通铝粉的爆炸浓度下线 (50 g/m3) . 郑朝民等(2014)试验发现温压炸药的弥散浓度在0.84 g/L 时爆炸耗氧量最大, 能量释放率最高.

4.4 温压炸药有限空间内部的爆炸效应增强机理

相对比开放空间, 温压炸药有限空间内部爆炸时, 结构的约束作用导致爆炸效应显著增强,主要表现为:

(1) 爆轰产物受到周围壁面的抑制形成准静态压力, 并保持较长时间的高温环境, 改善了燃料粒子的点火和燃烧性能, 能够缩短它们的点火延迟时间、提高燃烧效率;

(2) 壁面反射冲击波是促使粒子燃料、爆轰产物和空气混合的主因(图7), 而燃料粒子、爆轰产物和空气的混合程度是后燃烧反应的控制条件;

图 7 有限空间内反射冲击波对金属粒子和混合的影响(Michael et al.2005)

(3) 壁面反射冲击波使未反应的铝粉等燃料粒子变形或破碎, 破坏颗粒表面的氧化层或破碎成更小的颗粒;

(4) 燃料、爆轰产物与压缩空气中的氧反应, 大的密度梯度增加了R-T (瑞利-泰勒) 不稳定湍流, 增强了混合和燃烧(David et al. 2017);

(5) 空气中冲击波与高速火球的交互作用, 湍流升高了火球的边界温度, 并使金属和爆轰产物混合物重新点火(Wolan´ski et al. 2000, Hilbert et al. 2004);

(6) 燃烧火球高速撞击障碍物和墙壁, 爆轰产物的动能转换为势能, 残留的金属粉被点火开始形成新的燃烧区域(Gogulya et al. 2010).

由以上分析可知, 内爆炸已不局限于炸药配方内部分子间的反应热力学的范畴, 更多的是从动力学的角度, 通过炸药贫氧化或环境约束作用, 充分利用周围空气介质中的氧参与爆炸反应,使单位质量炸药载荷的能量提高, 并通过控制反应速率调节能量释放的时间/空间分布, 增强炸药的毁伤效能(胡宏伟和宋浦2013, 胡宏伟和肖川2013).

可见, 温压炸药之所以具有爆炸增强效应, 空间约束作用非常重要: 一是约束结构与爆炸效应的耦合作用提高了燃料 (Al、Mg、B 等) 的反应完全性, 能量释放效率更高; 二是空气中的氧(炸药体系外的能量) 作为氧化剂增强了爆炸总能量.

4.5 温压爆炸的杀伤机制

温压炸药能量释放过程、能量构成和使用环境导致其杀伤机制与传统弹药差异显著. 传统弹药在开放空间爆炸时, 按作用距离由近到远, 毁伤元素依次是爆轰产物/热效应、冲击波、破片 (见图8) , 主要毁伤元素为冲击波和破片, 但爆轰产物、中近场的强冲击波和破片都无法对隐蔽在复杂地道、洞穴、坚固建筑物中目标造成致命的杀伤.

温压弹在封闭空间内使用时则具有独特的杀伤机制, 爆轰-爆燃-燃烧三阶段的能量释放结构确定了温压炸药的杀伤性能, 最初的无氧爆炸反应确定了其高压性能以及对装甲的侵彻能力,厌氧燃烧反应确定了其中压性能以及对墙壁/工事的破坏能力, 有氧燃烧反应确定了准静态压力、负压效应以及对人员和装备的损伤能力. 通过调整上述三个反应阶段, 可使温压弹针对不同的目标满足特定的性能要求.

密闭/半密闭结构内, 温压炸药的爆炸效应与结构的耦合效应显著, 导致毁伤机理远比开放空间复杂, 一般认为温压爆炸的毁伤元素主要为爆炸波和高强度热, 次级毁伤元素为高速破片和有毒气体. 当炸药在密闭空间中使用时, 墙、沙包和个人防护都可以阻挡破片和强冲击波, 但火球在爆炸波推动下能够沿着廊道等狭长约束环境边燃烧边传播 (相当于能量运动通道) , 绕过角落进入破片不能达到的区域, 爆炸波被墙壁和另一些表面反射后还会被加强, 密闭空间内部人员将承受压力和冲量要高于自由空间爆炸的压力和冲量. 坑道内的杀伤机制如图9 所示.

图 8 开放空间的杀伤机制(Wildegger-Gaissmaier 2003)

图 9 坑道内爆炸的杀伤机理示意图(Wildegger-Gaissmaier 2003)

温压爆炸的压力毁伤效应体现在: (1) 多峰冲击波毁伤, 弹药结构内部爆炸时, 冲击波遇到壁面、地面产生多次反射冲击波, 产生一个具有明显压力上升、时间周期较长的压力波, 能够明显地增加冲击波冲量, 时间量级上建筑物内 (几个毫秒) 和坑道 (接近1 秒) , 对目标形成多次协同或累积毁伤; (2) 准静态压力毁伤, 准静态压力的作用时间很长、冲量大, 是空间较小的单室密闭结构整体破坏的主要毁伤元素之一, 泄压后作用失效. 开放空间和约束空间内部爆炸的冲击波扩展过程和波形 (数值计算) 如图10 和图11 所示; (3) 负压损伤, 后燃烧过程中燃料和空气中的氧发生反应, 可以造成局部缺氧或真空状态, 并将附近结构中的空气吸附过来, 与未反应燃料、CO等继续反应, 在更多空间形成负压和窒息, 是复杂多室结构的主要毁伤模式. 但它的致死效应不是简单的归结为缺氧, 而是因为紧随在爆炸正压后的负压导致的肺部的气压创伤, 这种负压效应对人员目标的毁伤是不可忽视的.

图 10 球型装药开放空间爆炸的冲击波扩展过程和压力−时间波形.(a)冲击波扩展过程,(b)冲击波压力-时间曲线(Wildegger-Gaissmaier 2003)

图 11 球型装药密闭空间的冲击波扩展过程和波形.(a)冲击波扩展过程,(b)冲击波压力−时间曲线(Wildegger-Gaissmaier 2003)

图 12 试验装置和试验布局示意图.(a)传感器和装药布局示意图,(b)试验装置

关于热毁伤的作用并非十分明确, 因为爆炸波和金属破片的毁伤半径要大于火焰的燃烧半径. 美军对温压弹热效应的描述为: 打击用来研究生化武器的地下设施, 在其释放到环境中之前,利用热效应破坏生化药剂 (Jane’s Air-Launched Weapons 29-Apr-2015.) . 金属粒子燃料长时间的燃烧, 也会对人员造成严重烧伤. 热效应的另一个作用是为不同阶段能量释放提供“热源”, 维持火球运动过程中金属燃料、空气的燃烧自持反应, 如液固态温压炸药, 初期的火焰将硝酸异丙酯气化并和金属粉点火燃烧, 燃烧释放的热量维持未反应的硝酸异丙酯和金属粉继续气化和燃烧,不断释放能量.

5 温压炸药的爆炸威力评价方法

有限空间内部的冲击波反射以及结构对爆轰产物的抑制作用使其与自由场爆炸具有不同的能量组成结构, 自由空气中爆炸威力高的炸药在密闭结构中的爆炸威力不一定好, 采用传统的空中爆炸参数来评估炸药的内爆炸威力并不全面, 因此需要针对温压炸药的爆炸能量构成和使用环境建立有效、科学的评价方法, 支持温压炸药设计与研发.

目前, 国内外关于温压炸药有限空间内部爆炸的威力评估方法主要由冲击波压力-冲量法、屋顶举起实验法、冲量-准静态压力法等 (胡宏伟和肖川2013) .

5.1 冲击波压力−冲量准则

为了评估M72 LAW 肩射武器的候选温压炸药, 美国海军水面武器中心印第安纳分部(NSWC IHD) 和Talley 防御系统公司 (TDS) 提出冲击波压力-冲量准则(Johnson et al. 2004), 依据初始冲击波和2、3 次反射波以及0 ~ 50 ms 时间内的冲量对候选炸药进行排序和筛选. 试验装置为3.66 m × 4.57 m × 2.13 m 的钢筋混凝土双室建筑, 实验装置和布局如图12 所示.

共进行了三轮的筛选试验, 第一、二轮试验制定了不同的筛选标准 (包含压力和冲量两个因素) . 在系列试验中, PBXIH-135 为参比标准, 对比结果发现PBXIH-18 和PBXIH-135EB 都具有较高的爆炸威力. 另外, 还考虑了成本、有效性、感度、可制造性、储存性和力学性能等因素,PBXIH-135EB 炸药中含有稳定剂, PBXIH-18 则没有, 同时PBXIH-18 的力学性能比PBXIH-135EB 更接近于目前LAW 系统的装填物 (铝化A3 炸药) , 最终选取了PBXIH-18 炸药.

Chabin 等 (2009)采用冲击波超压-冲量的方法研究了不同种类装药在密闭空间内的爆炸能量输出特性, 用于筛选中、小口径武器用炸药. 试验结果表明, B2258 和ORA86B/C2 都具有较高的冲击波超压和冲量, B2258 炸药的冲击波超压最高, ORA86B/C2 装药的冲量最高, 这两种炸药装药均达到了战斗部的需求.

冲击波超压和冲量主要表征了炸药爆轰释放的冲击波动能及其与结构的耦合作用 (反射汇集) , 没有反映混合、燃烧反应释放的能量, 不能全面评估温压炸药在有限空间的爆炸威力. 对于较复杂结构, 冲击波在侧壁、地面和顶部都发生多次反射和汇集, 再加上热效应的影响, 压力-时间曲线波形非常杂乱, 很难精确确定其三次峰值以后的压力, 用压力传感器数据计算得到的冲量值可靠性也不高.

5.2 准静态压力

高能炸药在结构内部爆炸时, 爆轰产物气体会在密闭空间内分布均匀, 产生一个压力幅值比冲击波载荷峰值小得多但作用时间很长的压力, 即准静态压力. 由于总能量 (即爆轰能量加后燃烧能量) 是终态准静态压力的函数(Richard et al. 2006), 准静态压力表征了总能量的集聚. 准静态压力作用时间很长, 产生的冲量很大, 是破坏内部目标的一个重要毁伤元素, 因此, 准静态压力评估炸药的内爆性能得到了重视和发展.

为了评价密闭腔体内的爆炸威力, 美国海军在白橡树试验基地对9 种备选炸药进行了内爆炸试验, 测量了每一种炸药的准静态压力以确定威力, 实验证明, PBXN-109 和Tritonal 的内爆威力最好(David Tassia 1996).

研究发现, 最大准静态压力是装药量与容器容积之比 (m/V) 的函数, 并拟合了准静态压力经验计算公式, 具有代表性的计算公式是(Carlson 1945, Moir 1979)

式中:Pqs为准静态压力, MPa;m为炸药的质量 (TNT 当量) , kg;V为密闭空间的体积, m3.

另外, 在内爆炸条件下, 爆炸总能量和总燃烧热或同时自氧化燃烧热具有线性关系

式中, ΔHc为炸药的总燃烧热, kJ.

不同大小、形状、强度的密闭结构及其内部目标, 需要不同的毁伤能量, 只考虑准静态压力(或总能量) 又忽视了弹药的应用问题, 例如冲击波主要对小型密闭结构产生整体破坏并毁伤其内部目标, 对于多室结构, 当冲击波的绕射作用有限时, 准静态压力可以起到更好的作用; 对于内部空间较大的目标, 由于空间分布作用 (m/V变小) , 准静态压力作用减弱, 冲击波多次反射汇集的作用加强. 因此, 温压炸药既要保持相对较高的准静态压力, 还应具有适当的冲击波冲量, 并权衡分配两个特征参量之间分配比例, 就像水下炸药的冲击波能和气泡能一样.

5.3 冲量−准静态压力法

美国海军水面武器中心提出了一种利用压力-时间历程来评估爆轰和后燃烧能量释放的方法(Richard et al. 2006), 该方法假设反应时间被分为两部分, 一部分发生在微秒时间尺度, 一部分发生在毫秒时间尺度, 基于压力即可定量测量初期反应和后燃烧反应的相对数量.

假设一维球对称空间r始于炸药中心, 炸药能量首先通过爆轰/爆燃过程释放, 然后通过后燃烧过程释放, 爆炸总能量的释放速率为

进一步假设密闭空间内部的压力测量分为高频、依赖于空间的冲击波部分(r,t,Etot)和低频、空间无变化的准静态Pqs(t,Etot) , 例如对于任何时间

如果能很快测量到爆轰后的冲击波压力, 则

即初期的冲击波压力仅是爆轰释放能量的函数, 事实上由于后燃烧能量释放时间尺度比爆轰能量释放时间长几个数量级, 对初期的冲击波压力并没有贡献, 密闭空间内爆炸的情况可表述为

式中,t是时间, s;Etot是爆炸释放的总能量, kJ;Ed爆轰释放的能量, kJ;Eab后燃烧释放的能量, kJ;p(r,t,Etot)是总静态压力, MPa;为密闭空间的体积, m3;γ为气体的比热率, J/(kg·°C).

为了优化初始空爆性能和内爆炸性能的权重分配, Richard 等 (2010) 在爆炸室中利用初始空中冲击波 (早期反应) 和准静态超压 (后期的能量释放) 评估了6 种压装含铝炸药的爆炸性能.

5.4 屋顶举起实验

在上述评估方法的基础上, Talley 防御系统公司(Scott et al. 2005, Andrew et al. 2008) (TDS)建立了一种新型实验设施-屋顶举起装置 (尺寸3.7 m×3.0 m×2.4 m, 炸药设计质量500 ~ 800 g) ,通过在密闭结构上部加盖一定质量的钢制顶盖 (4989.52 kg) , 测量炸药爆炸后屋顶的上升高度来计算比冲量, 用于评估温压炸药的性能.

该方法使用屋顶举起高度来计算温压炸药爆炸产生的比冲量, 假设每次试验时屋顶的质量是恒定的, 屋顶加速到最大速度的时间可忽略. 利用屋顶举起高度计算封闭空间平均冲量的公式为

其中,p为 压强, MPa;F为压力, N;A为面积, m2;m为质量, kg;a为 加速度 (a=g) , m/s2;t为时间,ms;x为屋顶举起位移, m;EAEI为屋顶举起的平均冲量, Pa·s.

几种炸药的内爆炸试验结果见表5.

表 5 几种炸药的内爆炸试验结果

由表5 可知, 屋顶举起测量的冲量比压力传感器测量的冲量高27% ~ 70%, 从作功能力的结果来看, 冲击波峰值压力和冲量小的炸药, 其作功能力不一定小, 这可能是准静压力的作用.

Lee 等 (2005) 研究发现, 约束空间内爆炸的举起高度与炸药非同步自身氧化的燃烧热ΔHas(与后燃能有关) 具有线性关系, 二者的数学模型方程为

式中:Heave(Tritonal%)为相对于Tritonal炸药的举起高度, %; ΔHas非同步自身氧化的燃烧热,kJ/g.

胡宏伟等(2016)等采用自建的顶盖举起试验装置对四种典型的炸药进行了内爆炸试验. 起爆前和起爆后的顶盖位置见图13.

测量的某炸药的位移-时间曲线见图14.

图 13 屋顶举起实验装置.(a)起爆之前顶盖位置,(b)起爆后顶盖位置.(胡宏伟等2016)

利用顶盖的举起位移和冲量评估了它们的威力, 试验结果表明, 冲击波超压高的炸药, 内爆炸性能不一定好, 炸药的空中爆炸性能与内爆炸性能具有较大的差异.

顶盖举起位移 (或冲量) 与炸药的非同步自氧化燃烧热有较好的线性关系, 与Lee 等(2005)的研究结论一致. 顶盖举起位移与非同步氧化反应热关系如下

屋顶举起位移计算的冲量和作功能力是一种模糊的综合评估方法, 从另一个角度给出了温压炸药爆炸产生的平均冲量值, 作功能力体现了初始爆轰能量、爆轰气体与空气混合反应释放的能量以及冲击波与结构的耦合作用, 但无法给出初始冲击波、爆轰产物气体和反射波的能量分配比例.

冲击波和准静态压力两个表征空爆性能和内爆性能的特征参量之间的权衡 (例如初始冲击波冲量和准静态压力各占一半) , 可以较为完整表征炸药的内爆性能. 因此, 冲量-准静态压力权衡的方法评估温压炸药的威力性能更加合理.

(1) 冲击波超压-冲量法适用于评估小口径武器在较大空间环境的爆炸, 因为这种情况下准静态压力较小, 主要作用的是冲击波.

(2) 有限空间内爆炸的能量由爆轰和后燃烧能量两部分组成, 爆轰加后燃烧的能量 (即总能量) 是终态准静态压力的函数, 因此准静态压力适用于衡量炸药的总能量水平.

(3) 屋顶举起位移值计算的冲量从另一个角度给出了炸药爆炸产生的平均冲量值, 虽然无法给出初始冲击波、爆轰产物气体和反射波的能量分配比例, 但体现了初始爆轰能量、爆轰气体与空气混合反应释放的能量以及冲击波与结构的耦合作用.

(4) 从温压炸药的能量释放结构考虑, 基于冲击波和准静态压力两个特征参量的综合评估温压炸药的威力更为合理.

6 温压炸药的开发与研制

进入21 世纪以来, 世界范围内, 温压炸药研制工作发展迅速, 且以固态温压炸药为主, 相关研究主要集中在新型高能金属添加剂的设计及应用、温压炸药的配方设计及优化等方面.

6.1 高能金属添加剂的设计及应用

温压炸药主要通过铝或另一些活性金属粉产生附加能量, 增强爆炸效应(Vadhe et al. 2008,Kim et al. 2008), 因此, 高能量密度、高燃烧热值的金属受到了极大的关注, 用于增强后燃烧反应能量和燃烧效率, 达到维持超压和附加热量的目的.

由于铝粉燃烧热高、经济和来源广泛等特点, 从20 世纪初以来, 一直是使用最广泛、最成熟的金属燃料添加剂, 科研人员对含铝温压炸药的性能开展了大量研究(Muravyev et al. 2010,Weiser et al. 2011, Danica et al. 2018, 裴明敬等2013, 王明烨等2018, 朴忠杰等2019). 但铝的潜力并没有达到所期望的效果, 主要原因为点火温度较高 (2200 K) , 燃烧效率较低, 因此, 人们企图通过材料处理 (纳米化、机械活化、表面活化等) 、寻找新材料 (B, Al-Mg, B-Mg, Al-B 和Ti-B 合金等) 和设计新型金属结构 (包覆、胶囊金属、笼状结构、金属聚合物等) 来克服上述缺点.

与铝和其他金属相比, 硼具有较高的质量热值和体积热值, 分别为铝的1.9 倍和1.66 倍, 是已知能量密度最高的材料, 将硼添加到温压炸药中具有大幅提升其爆炸威力的潜力. 但高点火温度和液态氧化物在硼颗粒表面的堆积是硼应用存在的主要问题, 硼的燃烧火焰温度是2067 ℃, 沸点是3865 ℃, 颗粒表面的硼燃烧, 随后转变成B2O3覆盖在表面, 阻碍了燃料和氧化剂的混合, 导致燃烧效率低. 相对来说, Mg 更容易点火, B 可以使用Mg 等活性金属作为包覆材料降低点火温度, 提高燃烧效率. Mg 的燃烧可以加热硼粒子, 剥落了B 表面的氧化物B2O3. 爆热弹实验表明,对于HMX 基炸药, 相同质量分数的硼粉代替铝粉后, 爆热有一定提高, 但硼粉含量高于20%时爆热开始下降 (Makhov 2004). Schaefer 和 Nicolich (2005) 研究了半密闭结构内铸装HMX 基含硼炸药的爆炸性能, 硼替代部分的Mg-Al 合金后, 冲量降低了一半, 可能的原因为硼的点火延迟时间较长, 在炸药内部产生了热稀释作用. 因此, 除非大幅降低点火温度, 否则不能完全发挥硼的潜力.

另外, Ti, Mg, Al-Mg, B-Mg, Al-B 和Ti-B 合金等都具备作为温压炸药燃料的潜力(Chan &Meyers 2005, 杨志剑等2017.), 纳米铝可增加金属粉的活性, Ti-B 合金能够提高热量输出, Mg-Al合金可降低点火温度. Lee 等 (2005) 对含B/Al 混合物的炸药配方 (45RDX/10Al/20B/25HTPB)进行了爆炸罐试验, 结果表明含B/Al 混合物的配方的准静态压力比含铝炸药配方 (45RDX/38Al/17HTPB) 提高了30%. Dreizin 等 (2005) 基于定容燃烧试验发现Al-Mg (质量比1∶1) 和BTi (质量比1∶3) 是最好的机械合金, Mg, Zi, Ni 或聚合物 (特氟龙、氟橡胶、NC) 包覆Al 可以降低点火温度; 铝热剂试验表明, Al/MoO3是最有潜力的物质, 它有最高的质量热值, 最低的活化能和点火温度, 但是, 面临的最大问题是获得球型或类球型的活性金属粉, 以提高炸药的装药密度.

选择不同的金属/非金属粒子相互包覆形成热活化复合金属或合金可优化放热反应, 如双组分形成的核/壳结构或胶囊结构. 核芯可以选用铝、镁、硼、硅、铪和碳, 外壳可以是镍、锆、硼、钛、硫磺、硒和钒等. Kellett 等 (2009) 研究了核/壳结构的双金属化合物粒子, 核金属为Al,B, Si, Hf (铪), Mg 或碳, 外壳金属为Ni, B, Ti, 硫磺、硒或钒, 研究表明Hf 和Zr 具有很好的燃烧性能, 已被应用于活性破片, 但电荷感度 (ESD) 较高限制了它们在含能材料中的应用. Baker(2010)设计了一种铝包镁结构, 爆轰时, 硝铵炸药驱动燃料粒子向外分散 (外层的铝厚度应适当),即厌氧燃烧爆炸环境中, 铝消耗氧的化学计量要少于空气中可以利用的氧, 粒子一旦破裂, 中心的镁即可燃烧增加冲量.

近年来, 含能纳米材料的开发和研究得到了越来越多的关注(Dreizin et al. 2005, van der Heijden et al. 2010, Danica et al. 2018), 除了含能纳米材料的合成, 含能(纳米)材料的包覆也引起了科学家们的兴趣, 目的是改良材料的性能或增加新的功能, 例如增强爆炸波、低冲击波感度、长储性和环境友好型.

6.2 温压炸药的配方设计及优化

温压炸药的设计准则是炸药设计人员所关注的核心问题, 也是温压武器发挥最大效能的关键基础理论.

为了得到最有效的增强爆炸炸药配方 (RDX/Al/HTPB) , Gerber 等(2010)计算了RDX/Al/HTPB 体系炸药的燃烧热、爆热和后燃烧热. 使用后燃烧热、爆轰热和爆热作为有效因子确定有潜力的配方, 在燃烧罐中进行了系列试验, 分析了惰性粘结剂 (HTPB) 和含能粘结剂 (GAP)对冲击波压力和爆炸温度的影响, 并将所有配方与TNT, PBXN-109 进行了对比. 他们推荐采用ΔHAB/ΔHDΔHAB/ΔHD大于2 且爆热大于4 kJ/g 作为温压炸药设计标准. 图15 为RDX/Al/HTPB 体系炸药的ΔHAB/ΔHD, 图16 为优选的RDX/Al/HTPB 体系炸药组分比例范围.

图 15 RDX/Al/HTPB 体系炸药的ΔHAB/ΔHD(Gerber et al.2010)

图 16 RDX/Al/HTPB 体系炸药的爆热(Gerber et al.2010)

美军开发的温压炸药的典型代表为PBXIH-135 和PBXIH-18. 两种炸药均有美国海军水面武器中心印第安纳分部 (NSWC IHD) 研制, 这些炸药可应用在便携式肩扛M72 LAW 的侵彻或反洞穴的战斗部, 也可应用于的超音速导弹和通用目的不敏感弹药(Johnson et al. 2004). 他们开发的候选炸药配方见表6, 其中PBXIH-135 作为基准配方.

表 6 候选炸药配方

这些配方中, PBXIH-135EB 是所有种类中在温压战斗部中使用最好的样品, 可以有效地打击掩体、地道和洞穴.

为了开发一些新型温压炸药作为传统IPN 和镁粉混合物的替代物. Schaefer 和Nicolich (2005)指出由高能炸药、金属燃料和粘结剂组成的浇注固化炸药具有良好的性能, 固化粘结剂能够很好的分散并产生较易燃烧的爆轰产物. 研究发现Mg-Al 合金的低温点火能力较好, 配方的做功性能优于包含硼或钛的配方, 而且观察到片状铝粉的性能优于球型铝粉, 金属硼、钛和铝热剂对提高性能几乎没有帮助; CL-20 和TNAZ 的性能并优于HMX 或RDX.

Simic 等 (2013) 研制了几种新型的浇注复合温压炸药, 炸药组分的质量分数为: 31% ~30%HMX, 15% ~ 20%HTPB 粘结剂、21% ~ 30%Al、0 ~ 9%Mg、0 ~ 20%AP, 制备了14 种温压炸药配方, 基于400g 的模型试验, 研究了炸药组分及配方比例对爆轰产物和空气冲击波参数的影响, 与标准装药 (HMX/Al/HTPB = 50/30/20)进行了对比. 试验结果表明, 所有的测点, TBE-3(45HMX/10AP/21Al/9Mg/15HTPB)的冲击波超压最高, TBX-1(50HMX/30Al/20HTPB)冲击波超压最低. 爆炸远场, 冲击波超压只有很小的差异, 炸药组分对冲击波超压峰值的影响主要在近场. 相比于标准炸药, 含Mg 配方的冲击波超压均较高, 14 种配方的冲量都高于标准炸药. 所有配方中, TBE-3, TBE-7, TBE-12 和TBE-1b 的性能最优, 这些配方都具有较高的主装药、铝含量和Mg 含量. 所有炸药中, TBE-3 的温压炸药性能最好, 具有高爆速、高冲击波超压和冲量的特点.

Hahma 等 (2002) 对含Mg, Mg-Al 合金、铝和活性铝金属燃料的温压炸药进行了试验, 采用不同固态和液态有机燃料作为点火燃料, 钝化泰安为抛洒装药, 燃料质量分数为20%. 试验表明,胶质金属增强炸药 (金属含量约60%) 的空中爆炸性能明显高于相同能量密度的丙烯-氧化剂燃料空气炸药, TNT 当量达到了500%. Hall 和Knowlton (2004) 研究了粘结剂对温压炸药的配方的影响, 设计了粘结剂为蜡, HTPB 和GAP 的温压炸药配方, 发现GAP 基的配方具有最高的冲量和平均峰值压力, Ti/HTPB 基配方的冲击波超压高于对应的铝基配方. NM 基配方表现出了较高冲量, NM/Al/HMX30/30/40 配方最优, 平均冲击波压力0.5 MPa, 平均冲量802 kPa·ms.

为了打击硬目标, 温压炸药不仅需要好的爆炸威力性能, 侵彻过程中也要有合适的阻抗抗高冲击. Lips 等(2010)开发了冲击不敏感爆炸增强炸药 (SIEBX) 配方, 具备反建筑物结构的能力,用于单兵便携式武器系统.

此外, 还发展了一些新型温压装药设计, Sheridan 等 (2011) 专利中描述的温压炸药为复合炸药材料, 包括高能炸药组分和可爆轰的含能材料 (由高能炸药驱散) . 可爆轰的含能材料为薄膜形式, 薄膜一层为金属还原剂, 一层为金属氧化剂, 可以通过调整复合炸药材料组分去调整压力时间脉冲.

综上所述, 国外发展的温压炸药以固态为主, 同时由于温压炸药主要用于打击洞穴、隧道等地下、半地下目标, 需要一定抗过载能力, 而HTPB 和Hytemp 等橡胶类粘结剂可以改善PBX炸药的化学和热安定性, 提高炸药的低易损性能. 因此, 大多数温压炸药采用的为浇铸工艺, 主炸药成分为HMX 或RDX, 金属燃料为片状铝粉、Mg-Al 合金或混合物 (含量一般在30%左右) ,粘结剂为HTPB 和Hytemp 等.

7 结束语

为了提升温压炸药的设计水平, 促进温压武器的创新发展, 作者认为应从以下方面加强温压炸药的研究.

(1) 系统、深入研究温压炸药的爆炸效应增强机理, 揭示其有限空间内部的杀伤机制. 温压炸药的爆炸涉及到起爆、爆轰、冲击波的传播与反射、多类燃料粒子的燃烧、多相湍流和多模化学反应等, 是一个复杂的热-力-化耦合过程, 需深化温压炸药高效释能的关键基础理论, 以指导高威力温压炸药的设计和使用. 同时, 温压炸药有限空间内部爆炸时, 除了多峰冲击波、热效应外, 应考虑耗氧产生的负压效应和准静态压力对人员和结构的毁伤效应, 而相关毁伤机理仍不清楚.

(2) 建立温压炸药配方的设计准则, 指导温压炸药的设计. 推荐采用Gerber 发展的ΔHAB/ΔHDΔHAB/ΔHD大于2 且爆热大于4 kJ/g 作为温压炸药设计依据. 为了进一步提升温压炸药的爆炸威力, 需开展核/壳结构或胶囊结构以及纳米铝、Al-Mg, B-Mg, Al-B 和Ti-B 等金属添加剂在温压炸药应用研究, 分析爆轰/爆炸这种极端力学环境下的材料或结构的冲击响应特性及其对爆炸反应机理的影响.

(3) 建立科学、合理的有限空间内部爆炸威力评估方法. 温压炸药的使用环境主要坑道、碉堡和地下建筑物等受限空间结构, 相对于自由空间, 爆炸参量不仅种类较多, 而且与结构的耦合作用显著, 反应时间尺度跨度大, 是一个多物理场、多因素、多尺度的能量释放过程, 同时还应需考虑武器自身的需求、作战目标特性等方面.